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Prove penetrometriche per la definizione del modello geotecnico del sottosuolo

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Prove penetrometriche per la definizione del modello geotecnico del sottosuolo Paolo Simonini, Simonetta Cola e Francesca Ceccato Dipartimento ICEA - Università di Padova Sommario 1. Introduzione 2. Prove
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Prove penetrometriche per la definizione del modello geotecnico del sottosuolo Paolo Simonini, Simonetta Cola e Francesca Ceccato Dipartimento ICEA - Università di Padova Sommario 1. Introduzione 2. Prove penetrometriche (CPT/CPTU) 3. Ricostruzione profilo stratigrafico 4. Caratterizzazione geomeccanica dei terreni 5. Nuove esperienze su terreni intermedi (nontextbook soils) 6. Valutazione pericolo di liquefazione 2 Introduzione Le prove nel percorso progettuale Sondaggi con campionamento Prove di laboratorio Modello geotecnico Valutazione dei parametri costitutivi D 50, U, g, e 0, OCR, K 0, C c,n, E, G, f, c, k, c v,... Verifiche della sicurezza e delle prestazioni Indagini geofisiche Prove in posto Metodi analitici Metodi numerici Metodo Osservazionale e/o Monitoraggio 3 Introduzione Panoramica prove in sito 4 Prove penetrometriche: EC7 2 parte Standard Penetration Test (EN ISO : SPT) Prova penetrometrica dinamica continua, WST (EN ISO : DPL, DPM, DPSH-A, DPSH-B / CEN ISO/TS : WST) Prova con penetrometro statico o piezocono (EN ISO /12: CPT mec, CPT el., CPTU) La SPT è stata introdotta più di 100 anni fa; l attrezzatura e le modalità esecutive sono praticamente rimaste inalterate nel corso del tempo. Anche per la prova dinamica continua ci sono poche modifiche ed avanzamenti. 5 Prove penetrometriche: EC7 Parte II Impiego diretto Impiego indiretto Basato su esperienze ottenute su opere in vera grandezza o su modelli fisici Basato su interpretazioni fisico-meccaniche, empiriche e semiempiriche delle prove stesse Criteri di progetto funzione delle grandezze misurate (Capacità portante delle fondazioni, Cedimenti, liquefazione, etc.) Parametri di progetto funzione delle grandezze misurate (Analisi statistico - probabilistica) 6 Prova penetrometrica statica (punta elettrica) CPT / con piezocono CPTU Infissione di un cono alla velocità standard di 2cm/s. Si misurano: D=3,57cm A10 cm 2 Resistenza alla punta q c Resistenza di attrito laterale f s Pressione interstiziale alla base della punta u 2 f s Manicotto di area 15 cm 2 Filtro poroso anulare per misura di u 2 Electric cone (CPT) Piezocone (CPTu) q c 7 Prova penetrometrica statica Estensioni della CPT/CPTU Grandezze derivate sono: Resistenza di punta corretta q t = q c + u 2 (1-A N /A T ) Sovrappressione u 2 = u 2 - u 0 u 0 = pressione neutrale a riposo Rapporto di attrito laterale F r o R f = 100 f s /(q t - vo ) Parametro della pressione B q = u 2 /(q t - vo ) o u 2 / vo Le grandezze misurate e le derivate sono impiegate per determinare tantissimi parametri geotecnici, il più delle volte con relazioni «site dependent», cioè calibrate su un particolare sito e quindi valide solo per situazioni con caratteristiche simili. 8 Prova penetrometrica statica CPT/ con piezocono CPTU Pressione neutrale riposo u 0 u 2 La misura di u 2 permette di rilevare stratificazioni fino a 10 mm di spessore u 0 log(t) Determinazione di c h = coefficiente di consolidazione orizzontale 9 Prova penetrometrica statica Estensioni della CPT/CPTU SCPTU: grazie a 1 o 2 geofoni permette la misura delle velocità di propagazione delle onde di taglio V s Oscilloscopio Piezocono sismico (SCPTu) Modulo per misura della temperatura t Martello x Piastra sollecitata con martello R 1 2 = z x 2 R 2 2 = z x 2 z 2 z 1 Modulo per misure dielettriche e di conducibilità Velocità delle onde di taglio: V s = R/t Intervallo di misura Geofoni 10 Prove penetrometriche Applicabilità delle prove in sito Adattata da Mitchell et al. (1978) e aggiornata in accordo con Lunne et al. (1997) 11 CPT/CPTU Determinazione del profilo stratigrafico Abaco per punta meccanica (Schmertmann, 1969) Abaco per punta elettrica (Olsen-Farr, 1986) L uso di coordinate adimensionali tiene conto dell aumento di resistenza osservabile in un terreno di caratteristiche omogenee per effetto del maggior confinamento 12 CPT/CPTU Determinazione del profilo stratigrafico Gli abachi forniscono un indicazione del tipo di comportamento del terreno (Soil Behavior Type, SBT), cioè una caratteristica della risposta meccanica. Resistenza alla punta normalizzata Q t Robertson (2010) Terreni granulari Argille sensitive Terreni coesivi Rapporto di attrito Fr (%) Cementati e sovraconsolidati I Q c t SBT q t v0 s Fr 100% ' q v0 t v0 Comportamento tipo 1 Argille sensitive 2 Argille - terreni organici 3 Argille - limi argillosi 4 Limi - limi argillosi 5 Sabbie - sabbie limose 6 Sabbie 7 Sabbie dense o con ghiaia 8 Sabbie cementate argille fortemente sovraconsolidate 9 Argille fortemente sovraconsolidate 2 ( 3.47 logq ) (log F 1.22) t f r 2 13 CPT/CPTU Determinazione del profilo stratigrafico Depth below mean sea level (m) Composition (%) F.F. SAND SILT CLAY D 50 /D 0, U, I GS I GS 0.1 D 50 U 10 SABBIA LP, w o, LL (%) e o LL LIMO w o 101; LP 281;165; ;83 190;211; ;206; ;140; ;208; ;156; ARGILLA q t (MPa) Previsione del profilo stratigrafico sulla base di una analisi probabilistica dei profili della resistenza di punta q c e dell attrito laterale f s (Zhang & Tumay, 1999) Terreni organici interpretati come argille ; ; f s (Mpa) Sito sperimentale di Treporti, Laguna di Venezia, Ricceri et al CPT/CPTU Determinazione dei parametri geotecnici Angolo di attrito per terreni granulari Schmertmann, CPT/CPTU Determinazione dei parametri geotecnici Angolo di attrito per terreni granulari Durgunoglu & Mitchell (1975) Robertson & Campanella (1983): Sandven et al. (1988) ln( G Salgado et al. (1998) max / ' vo ) f' f' P f' P P q arctan log ' ln 0.94qt / ' vo arctan log q t ' / vo atm / t vo atm EC7 Parte II - Esempio D.2 (DIN :2002) f' P 13.5log( q c ) 23 16 CPT/CPTU Determinazione dei parametri geotecnici Resistenza al taglio non drenata q c vo cu N con N k = (valori alti x argille nc) k In alternativa con il piezocono c u u 2 N u con N u = f(b q ) c u, MPa N k =11 N k,ave =18.5 r 2 =0.70 N k =25 N u N u =18.6*B q r 2 = q n = q t -' vo, MPa Sito sperimentale di Malamocco - Ricceri et al. (2002) B q 17 CPT/CPTU Determinazione dei parametri geotecnici Grado di sovraconsolidazione OCR 2 q c u ' vo qt v0 ' P ; Nt 3.4 N ' P OCR t qt u ; N e N e Qt log F r 3sinf 1 6 sinf Mayne (1991) Demers & Leroueil (2002) Been et al. (2010) 18 CPT/CPTU Approccio diretto Capacità portate dei pali gettati in opera (EC7 part 2 Annex D, DIN ) In terreno granulare con poco fine, valori ottenuti mediante correlazioni con prove di carico statico su pali La q c è valutata come media nel tratto z p -4D; z p +D essendo z p la profondità della punta Cedimento normalizzato s/d s ; s/d b q c =10 MPa Capacità portante di base q b (MPa) q c =15 MPa q c =20 MPa q c =25 MPa 0,02 0,70 1,05 1,40 1,75 0,03 0,90 1,35 1,80 2,25 0,10 * 2,00 3,00 3,50 4,00 Note: Valori intermedi si ottengono per interpolazione lineare. Se la base è allargata si applica una riduzione del 25%. s = cedimenti alla testa del palo D s = diametro fusto D b = diametro base * Cedimento ultimo per la testa del palo Resistenza media alla CPT, q c (MPa) Capacità portante laterale q l (MPa) , , ,12 19 CPT/CPTU Approccio diretto Capacità portate dei pali (EC7 part 2 Annex D, NEN 6743:2006) Capacità portante di punta ps qc, I q c, II qb q c, III 15MPa 2 2 p = fattore che dipende dal tipo di palo (0,6-1) = f[h/d eq ; (D eq /d eq ) 2 ] = (0,7-1) s = fattore di forma sin' s 1 /(1 sin') a / b a e b = dimensioni della punta se rettangolare (a b) d eq = diametro equivalente del fusto D eq = diametro equivalente della base: D eq max( 1.13 ab; 8a) 20 CPT/CPTU Approccio diretto Capacità portate dei pali (EC7 part 2 Annex D, NEN 6743:2006) q c, I 1 d crit 0 d crit q c dz con d crit la profondità sotto la punta, compresa tra 0.7D eq 4D eq, che minimizza il valore di q b q c, II min( qc ) in d crit q c, III 1 8D eq 8 D eq 0 q c dz Capacità portante per attrito laterale q z s s q c z s = fattore funzione di terreno e palo = 0,005 0,01 per sabbie e ghiaie, = 0 0,03 per argille e limi 21 Applicabilità delle prove in sito Considerazioni Le prove in sito sono particolarmente utili in terreni difficili da campionare come sabbie, tailings e terreni semiliquidi. Tuttavia la maggior parte delle correlazioni tra risultati di prove in sito e parametri geotecnici sono di natura semi-empirica e calibrati per terreni ideali come sabbie e argille. In terreni intermedi come i limi o miscele di sabbia/limo/argilla, così come in terreni particolari come tailings, sabbie cementate, ecc. tali correlazioni non sono particolarmente affidabili e devono essere attentamente calibrate. Effetto del parziale drenaggio Le condizioni di drenaggio influenzano le misure della resistenza alla punta q c e della pressione dell acqua u 2. 22 CPT/CPTU Determinazione del profilo stratigrafico ( a ) Terreni della laguna di Venezia Classificazione USCS dei terreni analizzati in laboratorio: SM-SP: sabbie medie ML: limi CL: argille di bassa plasticità CH: argille di alta plasticità (q t - vo )/' vo (Robertson, 2010) Sito sperimentale di Malamocco Ricceri et al. (2002) NC SP-SM ML CL 1 CH and organic soil Drenato 4 Sensibility R f = 100f s /(q t - vo ) OCR Non Drenato 23-0. CPT in terreni intermedi Esempio delle sabbie limose / limi di Venezia L angolo d attrito dei limi stimato con formule calibrate per le sabbie tende ad essere sottostimato. f' peak, f' crit f' peak f' crit ML SP-SM ML SP-SM tanf' peak = log(q t /' vo ) r 2 = Sandven et al. (1988) :=-10 Robertson & Campanella (1983) Sito sperimentale di Malamocco Ricceri et al. (2002) q t /' vo CPT/CPTU Determinazione del tipo di terreno Il metodo di Schneider et al. (2008) è stato derivato per valutare le condizioni di drenaggio attorno alla punta (condizioni drenata, non drenata o parzialmente drenata). L approccio rappresenta un avanzamento rispetto alle precedenti classificazioni. q cnet = q t σ v0 u 2 = u 2 u 0 Schneider et al. (2008) 25 CPT/CPTU Determinazione del tipo di terreno Sito sperimentale di Treporti Tonni & Simonini (2013) 26 CPT in terreni intermedi Effetto del parziale drenaggio Varie esperienze in centrifuga su caolino Drenata Parzial. drenata Non drenata Velocità di penetrazione normalizzata: V = vd c v Resistenza alla punta normalizzata: Q = q c q c,ref Oliveira et al. (2011) v = velocità di infissione d = diametro strumento c v = coeff. di consolidazione q c,ref = q c,undrained cioè la resistenza alla punta in condizioni non drenate 27 CPT in terreni intermedi Effetto del parziale drenaggio -u excess [kpa] V=1.2 V=12 Parzialm. drenate V 60 La pressione dell acqua generata durante la penetrazione diminuisce con la velocità normalizzata. Per effetto della consolidazione la resistenza alla punta aumenta durante la penetrazione. Non drenata Ceccato et al. (2014) 28 Rapporto di resistenza CPT in terreni intermedi Effetto del parziale drenaggio Sovrappressione dell acqua normalizzata Ceccato e Simonini (2015) q net = q ref 1 + u u ref = 1 q drained 1 + De Jong e Randolph (2012) V V 50 c 1 q ref V V 50 c u ref = u 2 in condizioni non drenate q ref = q c,net in condizioni non drenate V 50 = velocità normalizzata a cui q net = (q drained +q ref )/2 V 50 = velocità normalizzata a cui u = u ref /2 C e C sono due coefficienti ottenuti dalla regressione sabbia limosa: c v = m 2 /s argilla limosa: c v = m 2 /s V=1-500 standard CPT 29 Importanza della velocità di penetrazione Effetto di V sulla determinazione del tipo di terreno Variazioni della velocità di penetrazione possono portare ad un erronea classificazione del tipo di terreno! Inoltre la stima delle proprietà meccaniche diventa inaccurata. Prove con piezocono a differenti velocità possono essere di aiuto nella interpretazione del comportamento meccanico. 30 Liquefazione Definizioni Liquefazione è lo stato fisico in cui viene a trovarsi un terreno granulare saturo quando la sua resistenza al taglio si riduce drasticamente per effetto dell incremento e dell accumulo delle pressioni interstiziali con il termine liquefazione si indicano differenti fenomeni fisici (liquefazione statica o liquefazione ciclica, mobilità ciclica) che avvengono perlopiù in condizioni non drenate. 31 Liquefazione Descrizione del fenomeno Sabbie sciolte in condizioni secche g Sabbie sciolte in condizioni sature g addensamento abbassamento u 0 0 t0 flow 32 Liquefazione Definizioni Liquefazione ciclica dei terreni: innescata da carichi ciclici (terremoti) suscettibilità valutabile con misure della velocità delle onde di taglio V s Fluidificazione o liquefazione statica dei terreni: innescata da minimi disturbi dipende dalla tendenza a dilatare per deformazioni di taglio La liquefazione è un problema caratteristico delle opere in terreni sciolti saturi! L esperienza mostra che sabbie sciolte e argille di bassa plasticità molto sensibili mostrano la tendenza a perdere bruscamente la loro resistenza a piccole deformazioni, tendenza che si traduce nel dimostrare una bassa resistenza al taglio non drenata. L elemento di rilievo nella stima della suscettibilità alla liquefazione di un terreno è l individuazione della presenza di terreni granulari molto sciolti come sabbie, sabbie limose, limi sabbiosi, unitamente a limi, limi argillosi, argille limose e argille molto sensibili. 33 Suscettibilità alla liquefazione Risposta del terreno nella CPT Resistenza di punta normalizzata, Q tn La suscettibilità alla liquefazione è strettamente correlata alla predisposizione del terreno a espandersi o contrarsi per deformazioni a taglio. Resistenza di attrito laterale normalizzata, F r Robertson & Wride (1998) 34 Suscettibilità alla liquefazione Risposta del terreno nella CPT Resistenza di punta normalizzata, Q tn Resistenza di attrito laterale normalizzata, F r Terreni a grana grossa A1: liquefazione ciclica possibile con sollecitazioni cicliche di elevata entità e durata del carico ciclico. A2: liquefazione ciclica e liquefazione statica (flow liquefaction) possibili. Terreni a grana fine B: softening ciclico possibile con sollecitazioni cicliche di elevata entità e durata del carico ciclico. C: softening ciclica e liquefazione statica (flow liquefaction) possibili. Robertson (2009) 35 Suscettibilità alla liquefazione Resistenza equivalente normalizzata Si definisce una nuova resistenza alla punta normalizzata: Q tn = [(q t σ v0 ) p a ] p a σ v0 n Robertson Wride (1998), aggiornato da Robertson (1999) e Zhang et al. (2002) F r = 100f s /(q t σ v0 ) n = 0,381I c + 0,05( σ v0 p a ) 0,15 p a =pressione atmosferica 0.5 n 1 (Robertson 2009) Nelle sabbie limose questo valore va corretto ulteriormente definendo la resistenza equivalente normalizzata per sabbie pulite Q tn,cs Q tn,cs = K c Q tn K c = 1,0 Se I c 1,64 K c = 5,581I c 3 0,403I c ,63I c ,75I c 17,88 Se I c 1,64 I c = [(3,47 log Q t ) 2 +(log F r + 1,22) 2 ] 0,5 36 Suscettibilità alla liquefazione Resistenza alla punta normalizzata equivalente Il confine tra comportamento dilatante e contraente è tra individuabile per Q tn,cs compreso tra 50 e 70 Liquefazione improbabile Liquefazione probabile 37 Suscettibilità alla liquefazione Liquefazione ciclica Il potenziale di liquefazione ciclica può essere stimato con prove CPT/CPTU. CSR= Cyclic Stress Ratio o rapporto di sollecitazione ciclica per sisma con M=7.5: CSR 7.5 t ' a 0.65 g av max vo ' vo vo r d r d = z z 9.15 m r d = z 9.15 z 23 m r d = z 23 z 30 m r d = 0.5 z 30 m 38 Conclusioni Le prove in sito sono fondamentali per la caratterizzazione geotecnica dei terreni, in particolare di quelli difficilmente campionabili Correlazioni calibrate per terreni da manuale non sono direttamente applicabili a terreni particolari (limi, tailings ) In terreni particolari è necessario correlare i risultati di più prove in sito La CPT fornisce una stima della suscettibilità alla liquefazione (statica/ciclica) di un terreno. 39 Conclusioni GRAZIE PER L ATTENZIONE 40 Bibliografia Chung S.F., Randolph M.F. and Schneider J.A., Effect of Penetration Rate on Penetrometer Resistance in Clay. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering: (September 27, 2013). DeJong J.T. and Randolph M.F., Influence of Partial Consolidation during Cone Penetration on Estimated Soil Behavior Type and Pore Pressure Dissipation Measurements. Journal of Geotechnical and geoenvironmental Engineering: (October 23, 2013). Martínez M.F. and Tonni L., Variable Rate CPTU in Liquefaction-Prone Silty Sand Deposits of the Emilia-Romagna Region ( Italy ). In 3rd International Symposium on Cone Penetration Testing, Monaco P. et al., Overconsolidation and Stiffness of Venice Lagoon Sands and Silts from SDMT and CPTU. Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering 140(1): Go to ISI ://WOS: Ricceri G., Paolo S. and Cola S., Applicability of Piezocone and Dilatometer to Characterize the Soils of the Venice Lagoon. Geotechnical and Geological Engineering 20: Robertson P. K., Evaluation of Flow Liquefaction and Liquefied Strength Using the Cone Penetration Test. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 136(6): Roberston P.K., Interpretation of cone penetration tests a unified approach. Canadian Geotechnical Journal, 46: Robertson, P.K Soil Classification Using the Cone Penetration Test. Canadian Geotechnical Journal: (June 26, 2015). Robertson P.K and Wride C.E., Evaluating Cyclic Liquefaction Potential Using the Cone Penetration Test. Canadian Geotechnical Journal. (June 10, 2015). Robertson P. K., Estimation of minimum undrained shear strength for flow liquefaction using the CPT. Proc. 2nd Int. Conf. on Earthquake Geotechnical Engineering, Balkema, Rotterdam, The Netherlands. Schneider J.A., Randolph M.F., Mayne P.W. and Ramsey N.R., Analysis of factors influencing soil classification Using Normalized Piezocone Tip Resistance and Pore Pressure Parameters. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 134:
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